UNIVERSITÉ DE NANTES ÉCOLE DOCTORALE MECANIQUE THERMIQUE ET GENIE CIVIL. Année : 2007 N 0 B.U. :

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1 ECOLE CENTRALE NANTES UNIVERSITÉ DE NANTES ÉCOLE DOCTORALE MECANIQUE THERMIQUE ET GENIE CIVIL Année : 27 N B.U. : THÈSE DE DOCTORAT Diplôme délivré conjointement par l ECOLE CENTRALE NANTES et l UNIVERSITÉ DE NANTES Spécialité : Dynamique des Fluides et des Transferts Mémoire provisoire présenté le 5 septembre 27 par : Erwan JACQUIN Titre : NAVIRE AUTOPROPULSE EN MANŒUVRES : SIMULATION NUMERIQUE ET OPTIMISATION DES PERFORMANCES HYDRODYNAMIQUES JURY Président : Rapporteurs : Examinateurs : M. Jean-Marc LAURENS (ENSIETA) M. Jean-Yves BILLARD (Ecole Navale) Directeur de Thèse : M. Alain CLEMENT (Ecole Centrale Nantes) Co-encadrant : M. Bertrand ALESSANDRINI (Ecole Centrale Nantes) Laboratoire : Laboratoire de Mécanique des Fluides, Ecole Centrale Nantes

2 REMERCIEMENTS REMERCIEMENTS A l heure de finir la rédaction de ce mémoire vient aussi le moment de remercier les personnes sans qui ce travail n aurait pas pu commencer et aboutir. Je souhaite en premier lieu remercier les personnes qui m ont donné l envie et la volonté de me lancer dans une telle aventure. Tout d abord, je remercie Stéphane Cordier, ancien directeur technique du Bassin d essais des carènes de la DGA, auprès de qui j ai énormément appris. Son soutien et le partage d une même vision de l hydrodynamique auront été pour moi des sources de motivation importantes. Je souhaite ensuite remercier Bertrand Alessandrini, responsable de l équipe Hydrodynamique et Génie Océanique du Laboratoire de Mécanique des Fluides de l Ecole Centrale Nantes et co-encadrant de cette thèse, qui m a encouragé à réaliser le travail présenté dans ce mémoire. Les conseils qu il m a prodigués tout au long de mon travail ont toujours été pertinents et mon permis de progresser. Je remercie enfin M. Gérard Delhommeau, pour m avoir accueilli au sein de son laboratoire et pour avoir initié les développements numériques qui sont la base du travail que j ai réalisé. Je souhaite aussi rendre hommage aux personnes qui ont soutenu ce travail. Je pense en particulier à Jean-Marc Queznez, directeur technique du Bassin d essais des carènes, que je remercie pour ses convictions et la vision technique qu il a su me faire partager. Je pense aussi à mes anciens collègues et amis du Bassin et notamment à Pierre-Emmanuel Guillerm pour l aide qu il m a apportée par sa connaissance du code de calcul ICARE, à Quentin Derbanne par sa capacité d abstraction et d analyse et enfin à Aurélien Drouet pour le travail qu il a réalisé durant son stage. Je remercie aussi à mes anciens collègues experts des domaines tenue à la mer et manoeuvrabilité, Loic Boudet et Pierre Perdon. Je pense enfin à l ensemble des permanents et doctorants du Laboratoire de Mécanique des Fluides de l Ecole Centrale de Nantes et en particulier à Lionel Gentaz pour le temps qu il m a accordé. Merci aussi aux donneurs d ordre du Bassin (UMNAV, ex-spn) et à leurs représentants, Eric Dantigny et Jean-Michel Aillaud, qui ont soutenu financièrement par l intermédiaire d Etudes Amonts une partie des travaux présentés. La confiance qu ils portent dans la technique est la garantie des performances de la marine de demain. Je remercie aussi les ingénieurs, architectes et chefs de projets qui ont fait confiance aux outils présentés dans ce mémoire et qui ont ainsi participé à leurs améliorations. Les résultats obtenus sur des projets comme les trimarans Groupama, le futur deuxième porte-avions français et bien d autres encore montrent que le travail réalisé est loin d être inutile et en valait la peine. Comment finir sans remercier ma famille : Judikaëlle et nos trois enfants, Maïwenn, Pol et Maël, nés pour les deux garçons entre deux chapitre de ce mémoire. Je les remercie pour le courage dont ils ont fait preuve et pour m avoir laissé prendre le temps d accomplir ce travail au détriment d un temps précieux que j aurais pu passer avec eux. Je remercie aussi mes parents et grands-parents pour m avoir donner la passion de la mer et des bateaux sans laquelle ce travail n aurait pas été réalisé. Je remercie enfin mon oncle Jean-Claude pour le soutien et la motivation qu il a su me donner pour que je finisse cette thèse et me réjouis de la passion commune que nous partageons pour le domaine maritime. Page 2

3 TABLE DES MATIERES TABLE DES MATIERES LISTE DES TABLEAUX 7 LISTE DES FIGURES 9 INTRODUCTION 16 PARTIE A : MISE EN EQUATION ET SIMULATION DU PROBLEME 24 CHAPITRE 1 : EQUATIONS DE NAVIER-STOKES AVEC SURFACE LIBRE Hypothèses Lois de conservation Conservation de la masse Conservation de la quantité de mouvement Equations de Navier-Stokes moyennées au sens de Reynolds Modélisation de la turbulence Conditions de surface libre Résolution numérique 31 CHAPITRE 2 : COUPLAGE DES EQUATIONS DE NAVIER-STOKES AVEC LA DYNAMIQUE DU NAVIRE Principe fondamental de la dynamique appliqué au navire à six degrés de liberté Repères de résolution Equations de la dynamique Méthodes d intégration numériques Discrétisation des équations de la dynamique Présentation des principaux schémas d intégration Problèmes spécifiques liés à la résolution de la dynamique du navire dans un code de calcul Navier-Stokes Analyse de la stabilité des schémas d intégration sur une équation simplifiée de mouvement du navire Equation simplifiée du mouvement Détermination analytique d un critère de stabilité Méthode de stabilisation à l aide d une pseudo-masse ajoutée Schéma d intégration retenu pour la résolution du problème Couplage entre le code Navier-Stokes et les mouvements du navire Validation Equivalence vitesse de l écoulement imposée / mouvement libre du navire Application au modèle libre d un essai de remorquage 5 Page 3

4 TABLE DES MATIERES CHAPITRE 3 : SIMULATION NUMERIQUE DE L AUTOPROPULSION D UN NAVIRE Présentation des méthodes de prise en compte du propulseur Théorie de l actuator disk Intégration du champ de force dans le code Navier-Stokes Détermination du champ de force prescrit Comparaison des résultats d eau libre à la théorie du champ de force Exemple de champ de force Méthode de correction du champ de force prescrit Pas de prise en compte du sillage Correction uniforme du sillage Correction locale du sillage Validation sur des essais d autopropulsion du Série Maillage et paramètres de calculs Coefficients d autopropulsion à l autopropulsion Variation de charge Champ de pression Champ de vitesse Surface libre Influence de la prise en compte de la surface libre 83 PARTIE B : VALIDATION SUR DES APPLICATIONS DE MANOEUVRABILLITE STATIONNAIRE ET INSTATIONNAIRE 85 CHAPITRE 4 : MANOEUVRABILITE STATIONNAIRE DU NAVIRE Repères et notations Influence des paramètres de la simulation Etude de convergence en maillage Etude de l influence du pas de temps Validation Tanker KVLCC2M Tanker DNV HTC Tanker LNG carrier 12 CHAPITRE 5 : SIMULATION DE MOUVEMENTS FORCES DE NAVIRE Méthode d analyse des simulations de mouvements forcés Mouvement de roulis forcé Mouvement d embardée forcé Mouvement de lacet forcé Simulation de roulis forcé Description du mouvement forcé Comparaison à la théorie linéaire Ecoulement autour de la carène Simulations d embardée forcée Description du mouvement d embardée forcé Etude de convergence en maillage Etude de l influence du pas de temps Comparaison des efforts temporels aux résultats expérimentaux Simulation de lacet forcé 148 Page 4

5 TABLE DES MATIERES Description du mouvement de lacet forcé Analyse de Fourier des efforts temporels 148 CHAPITRE 6 : METHODE DE DEFORMATION DE MAILLAGE ET APPLICATION A LA ROTATION D APPENDICES Présentation des méthodes de déformation de maillage appliquées à la rotation d appendices Méthode de rotation par interpolation de maillages structurés Interpolation linéaire Interpolation parabolique Méthode de déformation par analogie du maillage à ressorts de compression et de torsion Présentation générale Conditions aux limites Méthode des ressorts de compression Méthode des ressorts de torsion 159 CHAPITRE 7 : MANOEUVRABILITE INSTATIONAIRE DU NAVIRE Présentation des résultats expérimentaux sur le Série Simulation de la giration d un navire propulsé par une force équivalente pour le propulseur et le safran Estimation empirique des efforts de portance du safran Validation des simulations de giration libre Simulation de la giration d un navire propulsé par un champ de force et son safran maillé Maillage Résultats 17 PARTIE C : METHODES D OPTIMISATION DES FORMES DE CARENE : PRESENTATION ET RESULTATS 172 CHAPITRE 8 : METHODE D OPTIMISATION DES FORMES DE CARENES Présentation de la chaîne d optimisation Modeleur paramétrique de forme de carène Présentation des différentes méthodes utilisées pour la génération paramétrique de formes de carène Présentation du modeleur Defmav Adaptation du code de calcul à l optimisation des formes de carènes Description de la phase de transition Application à l amélioration de la convergence des efforts Présentation des principaux algorithmes d optimisation Algorithme de type gradient Algorithme simplexe de Nelder et Mead Algorithme Génétique Optimisation multi-objectifs Prise en compte des contraintes Choix d un algorithme d optimisation adaptés à l optimisation des performances d un navire 2 Page 5

6 TABLE DES MATIERES CHAPITRE 9 : APPLICATION A LA MINIMISATION DE LA RESISTANCE ET DE LA PUISSANCE PROPULSIVE D UN NAVIRE ET VALIDATION EXPERIMENTALE_ Optimisation de la résistance d une frégate et vérification expérimentale Présentation des paramètres et objectifs de l optimisation Exploration de l espace de design Optimisation à l aide de l algorithme simplexe Optimisation multi-objectifs à l aide de l algorithme MOGA Validation expérimentale de l optimisation Optimisation des performances propulsive d une frégate Présentation de l optimisation Optimisation de la voûte arrière Optimisation du wedge Optimisation de la forme du bulbe 227 CHAPITRE 1 : OPTIMISATION DES PERFORMANCES EN GIRATION LIBRE D UN NAVIRE Présentation de l optimisation Paramètres de déformation de la carène Déroulement et objectif de l optimisation Etude de l espace de design Optimisation de la forme du bulbe Optimisation de la voûte arrière 24 CONCLUSIONS 243 BIBLIOGRAPHIE 247 Page 6

7 LISTE DES TABLEAUX LISTE DES TABLEAUX Tableau 1 : Méthode de calcul en vitesse et en force Tableau 2 : Torseur hydrodynamique pilotage en vitesse suivant X Tableau 3 : Vitesses pour un torseur force suivant X Tableau 4 : Torseur hydrodynamique pilotage en vitesse suivant X et Y Tableau 5 : Vitesses pour un torseur force suivant X et Y... 5 Tableau 6 : Comparaison des enfoncements et assiettes obtenus en calculs et en essais... 5 Tableau 7 : Comparaison de l accélération du fluide dans le disque hélice Tableau 8 : Conditions des essais d autopropulsion Tableau 9 : Résultats sans propulseur Tableau 1 : Résultats avec propulseur, sans correction de sillage Tableau 11 : Résultats avec propulseur, correction par sillage effectif expérimental Tableau 12 : Résultats avec propulseur, correction globale par sillage effectif numérique Tableau 13 : Résultats avec propulseur, correction par sillage effectif numérique local Tableau 14 : Champ de force issus des corrections successives et sillage en aval du propulseur Tableau 15 : Effort résiduaire en fonction de la poussée du propulseur Tableau 16 : Variation de résistance de pression et de résistance visqueuse en fonction de J 75 Tableau 17 : Position des plans de mesure avec et sans propulseur Tableau 18 : Influence de la surface libre sur les résultats des essais d autopropulsion, V=1.2 m.s Tableau 19 : Influence de la surface libre sur les résultats des essais d autopropulsion, V=.7 m.s Tableau 2 : Effort résiduaire en fonction de la poussée du propulseur, avec et sans surface libre Tableau 21 : X, Y et N en fonction de la densité du maillage, de dérive Tableau 22 : X, Y et N en fonction de la densité du maillage, 5 de dérive Tableau 23 : X, Y et N en fonction de la densité du maillage, 1 de dérive Tableau 24 : X, Y et N en fonction de la densité du maillage, 2 de dérive Tableau 25 : Influence du pas de temps sur les coefficients X, Y et N, 1 de dérive, maillage de 55 cellules Tableau 26 : Résultats calculs en dérive KVLCC2M, double modèle Tableau 27 : Coefficients de traînée, de portance et de moment de lacet, dérive pure, Fn = Tableau 28 : Coefficients de traînée, de portance et de moment de lacet, dérive pure, Fn = Tableau 29 : Valeurs moyennes, écarts types et écarts types relatifs des efforts en fonction de l angle de dérive, Fn = Tableau 3 : Valeurs moyennes, écarts types et écarts types relatifs des efforts en fonction de l angle de dérive, Fn = Tableau 31 : Coefficients de traînée, de portance et moment de lacet, giration pure, Fn = Tableau 32 : Coefficients de traînée, de portance et moment de lacet, giration pure, Fn = Tableau 33 : Coefficients de manœuvrabilité du HTC en fonction de l angle de dérive, Fn = Page 7

8 LISTE DES TABLEAUX Tableau 34 : Coefficients de manœuvrabilité du HTC en fonction de l angle de dérive, Fn = Tableau 35 : Coefficients de manœuvrabilité du HTC en fonction de l angle de gîte, Fn = Tableau 36 : Résultats calculs en dérive LNG, Fn =.198, L/R= Tableau 37 : Résultats calculs en dérive LNG, Fn =.198, L/R= Tableau 38 : Résultats calculs en dérive LNG, Fn =.198, L/R= Tableau 39 : Analyse de Fourier au troisième ordre des efforts et moments, maillage de.2,.3 et.5 millions de cellules, étude de l influence de la densité du maillage Tableau 4 : Analyse de Fourier au troisième ordre des efforts et moments, maillage de.3 M., influence du pas de temps Tableau 41 : Analyse de Fourier au troisième ordre des efforts X et Y et du moment N, r = Tableau 42 : Analyse de Fourier au troisième ordre des efforts X et Y et du moment N, r = Tableau 43 : Caractéristiques de la maquette du Série Tableau 44 : Caractéristiques du propulseur utilisé Tableau 45 : Diamètres de girations relevés lors des essais Tableau 46 : Comparaison des diamètres de girations calculés et mesurés, V =.3 m.s Tableau 47 : Comparaison des diamètres de girations calculés et mesurés, V =.5 m.s Tableau 48 : Comparaison des diamètres de girations calculés et mesurés, V =.8 m.s Tableau 49 : Comparaison des vitesses, efforts sur le safran et diamètre en giration mesurés expérimentalement et calculés, V =.5 m.s -1, angle de barre de Tableau 5 : Sillages nominaux à 15 et 27 nœuds pour les déformations extrêmes du bulbe232 Tableau 51 : Performances en giration en fonction de la forme du bulbe Tableau 52 : Variation des performances en giration par rapport à la forme initiale en fonction de la forme du bulbe Tableau 53 : Performances en giration en fonction de la forme de la voûte Tableau 54 : Variation des performances en giration par rapport à la forme initiale en fonction de la forme de la voûte Page 8

9 LISTE DES FIGURES LISTE DES FIGURES Figure 1 : Repère R et R B utilisés respectivement pour la résolution des équations de Navier- Stokes et de la dynamique du navire Figure 2 : Matrices de passage élémentaires du repère R au repère R b Figure 3 : Zone de stabilité de l équation simplifiée du mouvement en fonction de la masse ajoutée et du nombre de points d intégration par période du mouvement, schéma Euler explicite Figure 4 : Exemple de stabilité et d instabilité en fonction de la valeur de m a /m, Nb T = Figure 5 : Zone de stabilité de l équation simplifiée du mouvement en fonction de m a /m et du nombre de points d intégration par période, masse ajoutée réelle égale à 2, schéma Euler explicite Figure 6 : Exemple de stabilité et d instabilité en fonction de la valeur de m% a / m pour une masse ajouté m a /m égale à 2, Nb T = Figure 7 : Vitesses dans le fluide, vitesse du fluide imposée (haut) et déplacement du maillage (bas) Figure 8 : Assiette calculée et mesurée lors des essais (gauche) et écarts en degrés (droite).. 51 Figure 9 : Enfoncement (mm) calculé et mesuré lors des essais (gauche) et écarts en mm (droite) Figure 1 : Convergence de l enfoncement de la maquette lors de la simulation d un essais de traction en modèle libre en enfoncement et assiette Figure 11 : Convergence de l assiette de la maquette lors de la simulation d un essais de traction en modèle libre en enfoncement et assiette Figure 12 : Description du modèle de champ de force Figure 13 : Volume élémentaire d une cellule du champ de force Figure 14 : Décomposition du champ de force axisymétrique en efforts axial et tangentiel Figure 15 : Répartition des efforts axiaux et tangentiels en fonction du rayon adimensionnel6 Figure 16 : Accélération de l écoulement amont dans le disque hélice en fonction de J et de 1/J Figure 17 : Champ de vitesse (gauche) et de pression (droite) autour du disque hélice pour un champ de force uniforme Figure 18 : Champ de vitesse (gauche) et de pression (droite) autour du disque hélice pour un champ de force non uniforme axialement Figure 19 : Diagramme d eau libre du propulseur du Série Figure 2 : Algorithme de prise en compte du champ de force Figure 21 : Champ de fore du Série 6 sur une gamme de J Figure 22 : Sillage nominal dans le disque hélice du Série 6 (essais IIHR) Figure 23 : Triangle des vitesses sur une section de pale Figure 24 : Coupe du maillage de la carène du Série 6 et maillage du disque hélice Figure 25 : Sillage et succion en fonction de J. V=.7m/s (gauche) et.9 m/s (droite) Figure 26 : Sillage et succion en fonction de J. V=1.m/s (gauche) et 1.2 m/s (droite) Figure 27 : Rtm et Rtm prop. V=.7 m.s -1 (gauche) et 1 m.s -1 (droite) Figure 28 : Historique des efforts de pression et des efforts visqueux, activation du champ de force au bout de 24 s Figure 29 : Position des capteurs de pression sur la partie arrière de la carène Figure 3 : Coefficients de pression avec et sans propulseurs, essais et calculs Page 9

10 LISTE DES FIGURES Figure 31 : Position des plans de mesure Figure 32 : Mesures du champ de vitesse le long de la carène Figure 33 : Vitesse longitudinale sans propulseur et vecteurs vitesse dans le plan, expériences et calculs Figure 34 : Vitesse longitudinale avec propulseur, expériences et calculs... 8 Figure 35 : Vecteur vitesse dans le disque hélice avec propulseur, expériences et calculs Figure 36 : Hauteur de surface libre le long de la carène, sans propulseur Figure 37 : Hauteur de surface libre le long de la carène, avec propulseur Figure 38 : Différence de hauteur de surface libre le long de la carène, avec et sans propulseur Figure 39 : Résistance avec propulseur, avec et sans surface libre, V=.7 (gauche) et 1.2 m.s -1 (droite) Figure 4 : Repères et notations Figure 41 : Caractéristiques de maillages du HTC Figure 42 : Maillages du HTC utilisés pour l étude de convergence en maillage,.2 M de mailles (gauche) et.5 M mailles (droite) Figure 43 : Différences (%) entre essais et calculs en fonction du nombre de mailles pour différents angles d incidence, X (gauche) et Y (droite) Figure 44 : Dénivelés de surface libre, 2 dérive, maillage 215 mailles... 9 Figure 45 : Dénivelés de surface libre, 2 dérive, maillage 325 mailles... 9 Figure 46 : Dénivelés de surface libre, 2 dérive, maillage 55 mailles... 9 Figure 47 : Dénivelés de surface libre à l étrave, 2 dérive, maillage 215 mailles Figure 48 : Dénivelés de surface libre à l étrave, 2 dérive, maillage 55 mailles Figure 49 : Dénivelés de surface libre au tableau arrière, 2 dérive, maillage 215 mailles Figure 5 : Dénivelés de surface libre au tableau arrière, 2 dérive, maillage 55 mailles Figure 51 : Historique des efforts de traînée de pression en (gauche) et portance (droite) pour différentes valeurs du pas de temps, maillage 55 cellules, incidence Figure 52 : Carène du KVLCC2M Figure 53 : Coefficients de trainée et de portance en fonction de l angle de dérive Figure 54 : Coefficients moment vertical et centre d effort en fonction de l angle de dérive. 95 Figure 55 : Contours de vitesse axiale, plan milieu du navire, β= Figure 56 : Contours de vitesse axiale, plan milieu du navire, β= Figure 57 : Contours de vitesse axiale, plan milieu du navire, β= Figure 58 : Contours vitesse axiale β= dans le plan Wake 1, essais (haut) et calculs (bas). 97 Figure 59 : Contours vitesse axiale β=6 dans le plan Wake 1, essais (haut) et calculs (bas). 97 Figure 6 : Contours vitesse axiale β=12 dans le plan Wake 1, essais (haut) et calculs (bas)98 Figure 61 : Composantes de la vitesse dans le plan Wake1, Z/Lpp = Figure 62 : Position des mesures de pression le long des couples de la carène Figure 63 : Coefficient de pression sur la carène, coupe à x=-.4 et x=.4, β= Figure 64 : Coefficient de pression sur la carène, coupe à x=-.4 et x=.4, β= Figure 65 : Coefficient de pression sur la carène, coupe à x=-.4 et x=.4, β= Figure 66 : Carène du Tanker DNV... 1 Figure 67 : Plan d expérience des essais du Tanker DNV Figure 68 : Coefficient de traînée en fonction de l angle de dérive. (Fn=.15 et.25) Figure 69 : Coefficient de portance en fonction de l angle de dérive. (Fn=.15 et.25) Figure 7 : Coefficient de moment en fonction de l angle de dérive. (Fn=.15 et.25) Figure 71 : Valeur moyenne et écart type, X, Fn =.15 (gauche) et Fn =.25 (droite) Figure 72 : Valeur moyenne et écart type, Y, Fn =.15 (gauche) et Fn =.25 (droite) Page 1

11 LISTE DES FIGURES Figure 73 : Valeur moyenne et écart type, N, Fn =.15 (gauche) et Fn =.25 (droite) Figure 74 : Historique des efforts, X (N), Fn =.15,, 5 et 9 de gauche à droite Figure 75 : Historique des efforts, X (N), Fn =.25,, 5 et 9 de gauche à droite Figure 76 : Historique des efforts, Y (N), Fn =.15,, 5 et 9 de gauche à droite Figure 77 : Historique des efforts, Y (N), Fn =.25,, 5 et 9 de gauche à droite Figure 78 : Historique des efforts, N (N), Fn =.15,, 5 et 9 de gauche à droite Figure 79 : Historique des efforts, N (N), Fn =.25,, 5 et 9 de gauche à droite Figure 8 : Surface libre et lignes de courant, dérive pure Figure 81 : Surface libre et lignes de courant, dérive pure Figure 82 : Surface libre et lignes de courant, dérive pure Figure 83 : Surface libre et lignes de courant, dérive pure Figure 84 : Surface libre et lignes de courant, dérive pure Figure 85 : Coefficient de traînée en fonction du taux de giration. (Fn=.15 et.25) Figure 86 : Coefficient de portance en fonction du taux de giration. (Fn=.15 et.25) Figure 87 : Coefficient de moment en fonction du taux de giration. (Fn=.15 et.25) Figure 88 : Surface libre, L/R = Figure 89 : Surface libre, L/R = Figure 9 : Surface libre, L/R = Figure 91 : Coefficient de traînée en fonction de l angle de dérive pour différent taux de giration Figure 92 : Coefficient de portance en fonction de l angle de dérive pour différent taux de giration Figure 93 : Coefficient de moment de lacet en fonction de l angle de dérive pour différent taux de giration Figure 94 : Surface libre et lignes de courant, L/R =.4, Dérive Figure 95 : Surface libre et lignes de courant, L/R =.4, Dérive Figure 96 : Surface libre et lignes de courant, L/R =.4, Dérive Figure 97 : Surface libre et lignes de courant, L/R =.4, Dérive Figure 98 : Surface libre et lignes de courant, L/R =.4, Dérive Figure 99 : Surface libre et lignes de courant, L/R =.4, Dérive Figure 1 : Surface libre et lignes de courant, L/R =.4, Dérive Figure 11 : Carène du HTC Figure 12 : Coefficient de traînée et de moment de roulis en fonction de l angle de dérive117 Figure 13 : Coefficient de portance et de moment de tangage en fonction de l angle de dérive Figure 14 : Coefficient d effort vertical et de moment de lacet en fonction de l angle de dérive Figure 15 : Vue des lignes de courant à, 5 et 1 d incidence Figure 16 : Coefficient de traînée et de moment de roulis en fonction de l angle de gîte Figure 17 : Coefficient de portance et de moment de tangage en fonction de l angle de gîte Figure 18 : Coefficient d effort vertical et de moment de lacet en fonction de l angle de roulis Figure 19 : Forme de carène du tanker LNG Figure 11 : X et Y fonction de l angle de dérive, Fn =.198, L/R =.238,.5 et Figure 111 : N et N /Y fonction de l angle de dérive, Fn =.198, L/R =.238,.5 et Figure 112 : Surface libre et lignes de courant, dérive de, 1 et 2, L/R = Figure 113 : Dispositif expérimental utilisé lors des essais de roulis forcé Figure 114 : Coefficients d amortissement en roulis sans vitesse d avance, carène nue et avec quilles de roulis, essais, calculs et formulation empirique SMP Page 11

12 LISTE DES FIGURES Figure 115 : Coefficients d amortissement en roulis sans vitesse d avance, carène nue et avec quilles de roulis, essais, calculs et formulation empirique SMP Figure 116 : Moment de roulis (gauche) et Moment de roulis moins le moment de roulis calculé par la théorie linaire (droite) Figure 117 : Moment visqueux en fonction de la vitesse de roulis pour plusieurs amplitudes. Dimensionnel (gauche) et adimensionnalisé par ω. Φ a (droite) Figure 118 : Moment de pression en fonction du roulis et de l accélération de roulis pour plusieurs amplitudes. Dimensionnel (gauche) et adimensionnalisé par ω 2. Φ a (droite) Figure 119 : Influence de la vitesse d avance sur le moments de pression (gauche) et le moment visqueux (droite) Figure 12 : Influence de la pulsation sur le moment de pression (gauche) et le moment visqueux (droite) Figure 121 : Vorticité et champ de vitesse dans un plan au maître couple du navire, à trois instants de la simulation Figure 122 : Vorticité et champ de vitesse dans un plan sur l arrière du navire, à trois instants de la simulation Figure 123 : Trajectoire du navire en mouvement d embardée forcé Figure 124 : Caractéristiques de maillages du HTC Figure 125 : Maillages du HTC utilisés pour l étude de convergence en maillage Figure 126 : Comparaison des amplitudes et phases calculées des efforts X, Y et Z et des moments K, M et N par rapport aux résultats expérimentaux en fonction de la densité du maillage Figure 127 : Comparaison des amplitudes et phases calculées des efforts X, Y et Z et des moments K, M et N par rapport aux résultats expérimentaux en fonction du pas de temps Figure 128 : Signal temporel des efforts et moments Figure 129 : Signal temporel des signaux bruts issus des essais (HSVA) Figure 13 : Contours d iso-vitesse à 4 instants de la simulation : T, T +1/4T, T +1/2T, T +3/4T Figure 131 : Trajectoire du navire en mouvement de lacet forcé Figure 132 : Comparaison des amplitudes et phases des harmoniques des efforts X, Y et N, r = Figure 133 : Erreur d interpolation maximale en fonction de l angle de rotation du maillage pour une interpolation linéaire ou parabolique Figure 134 : Application à la rotation d un profil NACA12 de 2, interpolation à partir d un maillage du profil braqué de Figure 135 : Zoom sur le bord de fuite. Interpolation linéaire (gauche) et parabolique (droite) Figure 136 : Définition des frontières Figure 137 : Description des ressorts de compression Figure 138 : Exemple d application des ressorts de compression à la translation d un bloc de maillage Figure 139 : Exemple d application des ressorts de compression à la rotation d un bloc de maillage Figure 14 : Illustration d un élément de base des ressorts de torsion Figure 141 : Organigramme de la méthode des ressorts appliquée à la rotation d un appendice Figure 142 : Exemple d application de la méthode de déformation de maillage par ressorts à la rotation d un aileron de stabilisation d un angle de Page 12

13 LISTE DES FIGURES Figure 143 : Exemple d application de la méthode de déformation de maillage par ressorts à la rotation non uniforme selon son envergure d un aileron de stabilisation d un angle de 15 en pied et -15 en tête d appendice Figure 144 : Exemple d application de la méthode de déformation de maillage par ressorts à la rotation d un volet de bord de fuite de Class America Figure 145 : Diamètres de giration en fonction de l angle de barre Figure 146 : Exemple d évolution de la vitesse d avance lors de la giration Figure 147 : Exemple d évolution de la gîte lors de la giration Figure 148 : Vue générale du maillage du Série 6, topologie de maillage H-H Figure 149 : Détail du maillage de la carène, du disque hélice et du safran Figure 15 : Jet de l hélice et lignes de courant, vitesse.5 m.s -1, safran braqué de Figure 151 : Vitesse longitudinale dans des plans horizontaux passant par le disque hélice, vitesse.5 m.s -1, safran braqué de Figure 152 : Vecteurs vitesse tangents à des plans orthogonaux à la carène, colorés par la vitesse longitudinale, vitesse.5 m.s -1, safran braqué de Figure 153 : Processus d optimisation Figure 154 : Exemple de déformation par la méthode FFD, (Zachow, 1997) Figure 155 : Exemple de surface au format tetin Figure 156 : Exemple de déformation de la voûte arrière d une frégate et de la forme de carène déformée associée Figure 157 : Exemple de déformation d un bulbe. Forme initiale en transparence (gris) forme déformée en rouge, variation de la longueur Figure 158 : Exemple de déformation d un bulbe. Forme initiale en transparence (gris) forme déformée en rouge, variation de la largeur et de l immersion Figure 159 : Exemple de déformation d un bulbe. Forme initiale en transparence (gris) forme déformée en rouge, variation de l immersion Figure 16 : Exemple d intersection d un appendice avec la carène déformée. Détection et calcul de l intersection (courbe bleue) Figure 161 : Opérations géométriques réalisées sur le maillage d un forme Figure 162 : Exemple de courbe des aires des couples calculée sur le maillage initial et déformé de la carène Figure 163 : Convergence des objectifs de centre de carène et de déplacement appliqués à la forme déformée Figure 164 : Exemple de r lage automatique réalisé sur la forme initiale (haut) et la forme déformée (bas) Figure 165 : Evolution des efforts de pression (gauche) et de frottement (droite) à 15 nœuds Figure 166 : Evolution des efforts de pression (gauche) et de frottement (droite) à 27 nœuds Figure 167 : Contours d iso-vitesse longitudinale pendant une phase de reprise sans transition Figure 168 : Schéma de l algorithme simplexe Figure 169 : Exemple de simplexe en deux dimensions Figure 17 : Exemple de réflexion du simplexe en deux dimensions Figure 171 : Exemple d expansion du simplexe en deux dimensions Figure 172 : Exemple de contraction du simplexe en deux dimensions Figure 173 : Exemple de réduction du simplexe en deux dimensions Figure 174 : Exemple de réduction du simplexe en deux dimensions Figure 175 : Algorithme génétique Figure 176 : Notion de dominance pour un problème à deux objectifs Page 13

14 LISTE DES FIGURES Figure 177 : Frontière de Pareto pour un problème à deux objectifs Figure 178 : Exemple d application de la méthode des contraintes Figure 179 : Méthode VEGA adaptée aux algorithmes génétiques multi objectifs Figure 18 : Résumé des principales caractéristiques des algorithmes à base de gradients, de type simplexe et génétiques... 2 Figure 181 : forme de la carène initiale du Monoswam Figure 182 : Exemple de déformation de la forme initiale et paramètres associés Figure 183 : Variation de la résistance totale (%) à 15 noeuds en fonction des paramètres de déformation X, Y et Z Figure 184 : Variation de la résistance totale (%) à 27 nœuds en fonction des paramètres de déformation X, Y et Z Figure 185 : Diagramme de Pareto Figure 186 : Résultats de l optimisation utilisation l algorithme simplexe, objectif de réduction de la résistance à 15 noeuds Figure 187 : Résultats de l optimisation utilisation l algorithme simplexe, objectif de réduction de la résistance à 27 noeuds Figure 188 : Convergence de l algorithme SIMPLEXE, objectif de réduction de la résistance à 27 nœuds, résistance à 27 nœuds Figure 189 : Graphique de Pareto de l optimisation utilisant l algorithme génétique MOGA, ensemble des designs évalués (haut) et population initiale et finale (bas) Figure 19 : Evolution des objectifs de gains de résistance à 15 et 27 noeuds, algorithme MOGA Figure 191 : Résistance totale de la forme initiale et optimisée, calculée et mesurée en bassin Figure 192 : Ecarts de résistance totale entre la forme initiale et optimisée, calculée et mesurée en bassin Figure 193 : Champ de vague de la forme initiale (haut) et optimisée (bas) à 15 noeuds Figure 194 : Champ de vague de la forme initiale (haut) et optimisée (bas) à 27 noeuds Figure 195 : Déroulement du calcul d optimisation Figure 196 : Exemple de déformation de la voûte de la forme initiale (forme initiale en rouge clair, forme déformée en gris) Figure 197 : Forme initiale et formes déformées extrêmes de l espace de design Figure 198 : Variation de résistance (%) à 15 nds (gauche) et 27 nds (droite) Figure 199 : Variation de puissance (%) à 15 nds (gauche) et 27 nds (droite) Figure 2 : Coefficient de succion (1-t) à 15 nds (gauche) et 27 nds (droite) Figure 21 : Sillage effectif (1-w) à 15 nds (gauche) et 27 nds (droite) Figure 22 : Rendement de coque à 15 nds (gauche) et 27 nds (droite) Figure 23 : Graphique de Pareto Rtm (%) (gauche) et Puissance (%) (droite) pour 15 et 27 nds Figure 24 : Graphique de Pareto Rtm (%) / Puissance (%) pour 15 nds (gauche) et 27 nds (droite) Figure 25 : Graphique de Pareto sillage nominal sillage effectif à 15 nds (gauche) et 27 nds (droite) Figure 26 : Différence de coefficient de pression avec et sans propulseur à 15 et 27 nœuds Figure 27 : Différence de frottement local avec et sans propulseur à 15 et 27 nœuds Figure 28 : Convergence des objectifs de puissance à 15 et 27 nœuds Figure 29 : Evolution de la traînée à 15 et 27 nœuds Figure 21 : Convergence des paramètres voute avant et arrière Figure 211 : Exemple de déformation du wedge de la forme initiale Page 14

15 LISTE DES FIGURES Figure 212 : Variation de résistance et de puissance à 15 nœuds (gauche) et 27 nœuds (droite) en fonction de la déformation du wedge Figure 213 : Variation des coefficients de sillage et de succion à 15 nœuds (gauche) et 27 nœuds (droite) en fonction de la déformation du wedge Figure 214 : Variation du rendement de coque à 15 nœuds et 27 nœuds en fonction de la déformation du wedge Figure 215 : Variation de résistance (gauche) et de puissance (droite) à 27 nœuds en fonction de celle à 15 nœuds Figure 216 : Champ de vague à 15 nœuds Figure 217 : Champ de vague à 27 nœuds Figure 218 : Déformations extrêmes du bulbe, paramètre dx, dy puis dz de haut en bas Figure 219 : Variation de résistance à 15 nds (gauche) et 27 nds (droite) en fonction des paramètres de déformation du bulbe Figure 22 : Traînée de pression (N) à 15 nds (gauche) et 27 nds (droite) en fonction des paramètres de déformation du bulbe Figure 221 : Traînée de frottement (N) à 15 nds (gauche) et 27 nds (droite) en fonction des paramètres de déformation du bulbe Figure 222 : Variation de puissance à 15 nds (gauche) et 27 nds (droite) en fonction des paramètres de déformation du bulbe Figure 223 : Sillage effectif (1-w) à 15 nds (gauche) et 27 nds (droite) en fonction des paramètres de déformation du bulbe Figure 224 : Succion (1-t) à 15 nds (gauche) et 27 nds (droite) en fonction des paramètres de déformation du bulbe Figure 225 : Corrélation entre les variations de traînée et de puissance, 15 nds (gauche) et 27 nds (droite) Figure 226 : Corrélation entre les variations de traînée (gauche) et de puissance (droite), entre 15 nds et 27 nds Figure 227 : Corrélation entre les coefficients de succion (1-t) (gauche) et de sillage (1-w) (droite), entre 15 nds et 27 nds Figure 228 : Sillage nominal à 15 nœuds, id, 1 et Figure 229 : Sillage nominal à 27 nœuds, id, 1 et Figure 23 : Iso contour.85 de la vitesse axiale adimensionnelle, vitesse de 15 nœuds, id, 1 et Figure 231 : Iso contour.85 de la vitesse axiale adimensionnelle, vitesse de 27 nœuds, id, 1 et Figure 232 : Convergence des objectifs de réduction de puissance à 15 et 27 nœuds Figure 233 : Graphique de Pareto Rtm (%) (gauche) et Puissance (%) (droite) pour 15 et 27 nds Figure 234 : Graphique de Pareto Rtm et Puissance pour 15 nds (gauche) et 27 nds (droite) Figure 235 : Diamètre de giration en fonction du paramètre de déformation des paramètres de déformation du bulbe Figure 236 : Trajectoires en giration en fonction de la forme du bulbe Figure 237 : Diamètre de giration (gauche), gîte et vitesse permanente en giration (droite) en fonction du paramètre de déformation de la voûte Figure 238 : Trajectoires en giration en fonction de la forme de la voûte Page 15

16 INTRODUCTION INTRODUCTION Depuis les débuts de la construction navale, les hommes ont toujours cherché à améliorer les performances et la sécurité de leurs navires. Cette volonté a motivé, il y a maintenant un siècle, la construction chez les principales nations maritimes des premiers moyens d études expérimentaux. Bassins de traction puis bassins de giration et plus récemment tunnels hydrodynamiques et bassins océaniques ont permis de réaliser des avancées spectaculaires dans les domaines respectifs de la prévision de la puissance, de la manœuvrabilité, de l hydroacoustique et de la tenue à la mer. Les débuts de la simulation numérique Comme pour les essais sur modèles pour lesquels des moyens expérimentaux spécifiques ont été construits pour chaque grand domaine de l hydrodynamique, la mise en équations et leurs résolutions numérique se sont réalisées de façon distincte pour les domaines de la résistance, de la tenue à la mer et de la manoeuvrabilité. A partir des équations de Navier-Stokes, les hypothèses simplificatrices de fluide parfait, de corps fixe ou en mouvement suivant tel ou tel degré de liberté ont permis de résoudre un problème spécifique, les hypothèses étant d autant plus fortes que l écoulement ou la physique mis en jeux sont complexes. En parallèle de, et même avant, la construction des premiers moyens expérimentaux, les premières théories de la mécanique des fluides furent édifiées. Dans le domaine de la résistance à l avancement les fondements théoriques furent posés par Lord Kelvin (Lord Kelvin, 1886) et développés par Mitchell (Mitchell, 1898). De nombreuses années plus tard, avec le développement des méthodes numériques et de la puissance des ordinateurs, elles ont donné naissance aux premiers codes de calculs potentiels. Parmi ces codes de calculs développés à travers le monde, on peut citer les codes de calcul REVA et AQUAPLUS développés au Laboratoire de Mécanique des Fluides de l Ecole Centrale Nantes par G. Delhommeau (Delhommeau, 1987), respectivement pour des applications de calcul de la résistance et de tenue à la mer. Les principales améliorations apportées à ces méthodes consistent à prendre en compte des conditions non-linéaires de surface libre afin d améliorer la précision des résultats dès lors que le champ de vague devient important, mais au prix d instabilités numériques (Delhommeau, 1992). Le développement des codes de calculs Navier-Stokes avec surface libre Avec l accroissement toujours régulier de la puissance de calcul, qui double toutes les années et demie, les hypothèses simplificatrices de fluide parfait et d écoulement irrotationnel utilisées pour les codes potentiels ont été progressivement éliminées pour aboutir à une deuxième génération d outils de simulations basée sur la résolution des équations de Navier- Stokes. Les outils ainsi développés ont permis de traiter un ensemble de problèmes physiques mettant en jeux des écoulements fluides mais n étaient pas directement applicables à l hydrodynamique et des développements spécifiques ont alors été réalisés afin de prendre en compte les effets prépondérants liés à la surface libre. Deux grandes classes de méthodes ont été développées, permettant soit de déformer une surface libre initialement au repos, soit de la capturer à travers les cellules du maillage (méthodes Level-Set ou Volume of Fluid (VOF)). Si la première méthode, utilisée notamment Page 16

17 INTRODUCTION dans le logiciel ICARE 1 (Alessandrini et al., 1994), permet de limiter le maillage au seul domaine fluide et ainsi de minimiser les temps de calculs, elle ne permet pas de simuler des écoulements en présence de déferlements. A contrario, la deuxième méthode nécessite en plus du maillage de l eau, le maillage de l air au dessus de la surface libre et un maillage extrêmement dense au niveau de l interface à priori inconnue pour permettre sa capture précise. Il en découle des temps de calculs plus importants, mais une grande robustesse pour des calculs en présence de surface libre complexe ou en présence de déferlement. Une description synthétique de ces méthodes et de leur évolution a été réalisée par L. Larsson (Larsson et al., 1998). Application au domaine de la résistance à l avancement des navires Les développements de ces codes de calculs Navier-Stokes à surface libre se sont tout d abord concentrés sur le domaine de la résistance à l avancement d un navire en eau calme. Les raisons principales sont que la physique mise en jeu dans l écoulement est plus simple, comparé notamment à la manœuvrabilité pour laquelle les écoulements sont souvent massivement décollés et que, à la différence de la tenue à la mer, l écoulement peut être considéré comme stationnaire. Les applications industrielles ont cependant nécessité des développements spécifiques, comme la prise en compte du modèle libre du navire en enfoncement et assiette, permettant ainsi de simuler son comportement en navigation et de prédire sa résistance en situation réelle. Sur ce point précis, on note que très peu de codes de calcul sont en mesure aujourd hui de réaliser de telles simulations. Seules quelques publications présentent de tels calculs (Miyata et al., 1997), (Azcueta, 22) et une seule équipe ayant participé au CFD workshop 25 de Tokyo a réalisé les calculs en modèle libre de la frégate DTMB (Luquet et al., Mars 25). L utilisation de cette nouvelle génération d outils a alors montré un intérêt certain en permettant une amélioration notable de la précision des résultats de calculs, notamment par la prise en compte des phénomènes visqueux et des conditions de surface libre non linéaires (Hino, 25). Les résultats obtenus sur les efforts de traînée, aussi bien à l échelle du modèle que du réel ont permis de supplanter sur ce point les code de calculs basés sur des approches de fluide parfait (Jacquin, 23). Ils ont de plus, grâce à l utilisation de modèles de turbulence adaptés, rendu possible la prédiction précise de l écoulement tridimensionnel autour de la carène et notamment le sillage dans le plan du propulseur, permettant aux concepteurs de propulseurs d adapter le point de fonctionnement de l hélice à la carène. Premières applications à la tenue à la mer Dans le domaine de la tenue à la mer, l utilisation des codes de calculs Navier-Stokes à surface libre a dans un premier temps permis de simuler des mouvements de roulis forcés (Miller et al., 22; Jacquin et al., 25; Wilson et al., 26), permettant de calculer des coefficients d amortissements visqueux. Ces coefficients, obtenus expérimentalement par des essais d extinction de roulis ou de mouvements de roulis forcés, permettent d alimenter des codes de tenue à la mer potentiels dont les principales limitations sont liées à l utilisation d hypothèses de fluide parfait et de formulations linéaires pour les mouvements. Bien que leur utilisation actuelle soit limitée, ces simulations représentent une alternative intéressante et complémentaire des essais (Gorski, 22). 1 Code de calcul développé par l équipe HGO du Laboratoire de Mécanique des Fluides de l Ecole Centrale Nantes Page 17

18 INTRODUCTION Cependant, la simulation du problème de tenue à la mer nécessite avant tout la prise en compte de la houle afin de déterminer la réponse du navire. L extension de l utilisation des codes de calculs Navier-Stokes pose donc le problème de modéliser la houle avec des temps de calculs et une précision acceptable. Une première méthode consiste à modéliser des conditions aux limites permettant de propager une houle depuis les bords du domaine de maillage (Xing-Kaeding et al., 24). Cette technique est cependant extrêmement coûteuse en temps de calcul, le nombre de mailles nécessaire à propager la houle sans dissipation étant prohibitif (au minimum 5 mailles par longueur d onde, sur un domaine de l ordre de 1 longueurs de navire). Une approche plus séduisante développée au Laboratoire de Mécanique des Fluides de l Ecole Centrale Nantes consiste à décomposer la houle en un champ incident et un champ diffracté. Cette méthode de décomposition avait été abordée dans la thèse de P.E. Guillerm pour des applications de couplage potentiel Navier-Stokes (Guillerm, 21). Le champ incident, calculé à l aide d une méthode spectrale, est alors imposé dans l ensemble du domaine fluide sans nécessité d augmenter la densité du maillage, la houle n étant pas convectée. Le champ diffracté est quant à lui obtenu par la résolution d équations de Navier- Stokes modifiées appelées SWENSE. Les premiers développements ont été réalisés par L. Gentaz (Gentaz et al., 24) et validés sur des cas de diffraction d une houle régulière sur un cylindre partiellement immergé (Luquet et al., 23). Les extensions au cas du navire avec vitesse d avance ont été réalisées récemment par R. Luquet (Luquet, 27). De plus, cette méthode permet de générer une houle irrégulière et multidirectionnelle, permettant des simulations réalistes de tenue à la mer. Une première application consiste alors à calculer la résistance ajoutée sur houle d un navire, aussi bien pour des besoins de prévision de sa puissance que pour corriger des résultats obtenus lors d essais en mer sur une mer rarement calme (Wilson et al., 1998; Cura Hochbaum et al., 22; Luquet et al., 25). Les besoins industriels concernant la tenue à la mer sont cependant beaucoup plus complexes et nécessitent par exemple la prise en compte d appendices mobiles (ailerons de stabilisation, safrans). De plus, les simulations de tenue à la mer sont très consommatrices en cas de calculs, combinant vitesse du navire, gisement, amplitude et pulsation de la houle. Les temps de calcul des simulations basées sur les approches Navier-Stokes étant relativement importants, leur utilisation pour des applications industrielles sera nécessairement, dans un premier temps, limitée à des cas critiques identifiés à l aide d approches type potentiel moins consommatrices en temps de calcul. Application au domaine de la manoeuvrabilité Dans le domaine de la manœuvrabilité, les approches potentielles qui ont permis d obtenir des résultats satisfaisants dans les domaines de la résistance et de la tenue à la mer n ont jamais permis d obtenir de résultats très précis. La principale raison vient du fait que les efforts de portance que l on cherche à déterminer sont principalement liés à des effets visqueux. Si les conditions de type Kutta-Jukovsky permettent de calculer des efforts de portance sur des profils au bord de fuite bien déterminé et pour des écoulements non décollés, la transposition à une carène de navire en forte incidence ou en giration est loin d être évidente. De ce fait, la simulation physique représente encore aujourd hui un passage obligé pour déterminer les performances manœuvrières d un navire, aucune alternative numérique fiable n étant disponible. Les méthodes expérimentales se divisent en deux grandes catégories : les essais sur modèles captifs, la maquette étant entraînée par l intermédiaire d une plate-forme et les essais sur modèles libres. Les essais modèles captifs se décomposent en mêmes en deux catégories. Tout d abord des essais de mouvements stationnaires, la maquette étant fixe par rapport à l écoulement et permettant de réaliser des essais en dérive pure ou des essais en giration ou Page 18

19 INTRODUCTION giration combinée à un angle de dérive. Ensuite, des essais de mouvements forcés aussi nommés Planar Motion Mechanism (PMM) permettant d entraîner la maquette dans des mouvements de giration ou de cavalement sinusoïdaux. Ces deux types d essais permettent d identifier des coefficients hydrodynamiques qui servent à alimenter des modèles mathématiques de manœuvrabilité. Ces modèles résolvent les équations de la dynamique du navire, afin d en déterminer la trajectoire. Ils présentent l avantage d être très rapides et de permettre de rejouer à l infini de nouvelles situations, en modifiant les paramètres d entrée du simulateur. Cependant, ils sont basés sur des développements de Taylor des efforts hydrodynamiques en fonction des paramètres physiques comme les angles de barres, l angle de dérive ou de giration, la vitesse du navire. Ces approches sont donc souvent linéaires, et ne permettent donc pas de prendre en compte de façon satisfaisante les non linéarités. Les essais de modèle libre consistent à reproduire sur maquette la manœuvre que doit réaliser le navire au réel. Le navire est alors libre de tous ces mouvements, autopropulsé et piloté à distance par un opérateur selon un scénario défini. Les résultats de ces essais sont donc les trajectoires du navire au modèle, qui sont dans la majorité des cas directement assimilées à la trajectoire du navire au réel. Ils sont régulièrement utilisés pour simuler des manœuvres règlementaires, imposant par exemple une série de zig-zags par le braquage alternatif de l appareil à gouverner, permettant ainsi de se passer de la construction d un modèle mathématique de manœuvrabilité. Cependant, ils font souvent l impasse sur l extrapolation au réel des résultats, aussi bien sur les efforts hydrodynamiques que sur les effets d échelle au niveau des appendices ou de l appareil propulsif. De ce fait, ces essais sont aujourd hui encore assez complexes et relativement peu précis, comparés à la précision exigée sur des essais de résistance et de prévision de puissance. Cette distinction entre essais sur modèles captifs et modèles libres se retrouve aussi à l identique dans les simulations numériques. Ainsi, peu après les premiers calculs Navier- Stokes de résistance à l avancement, des premières simulations de manœuvrabilité modèle bridé ont été réalisées (Alessandrini et al., 1998; Cura Hochbaum, 1998; Sato et al., 1998). A la différence des codes de calculs potentiels, les codes Navier-Stokes ne nécessitent pas d hypothèse supplémentaire pour calculer les efforts de portance, de sorte que l adaptation des codes de calculs pour des applications de manœuvrabilité stationnaire n a pas posé de problèmes théoriques importants. La prise en compte d un écoulement incident ou circulaire permet ainsi de réaliser des calculs en dérive ou en giration. L écoulement autour du navire devient alors très complexe, avec la présence de zones d enroulements tourbillonnaires à l étrave ou à l arrière de la carène, ainsi que de larges zones de décollement. Se pose alors la question de la validité des modèles de turbulence utilisés et de leur capacité à prédire avec précision ces écoulements. Les principales validations ont porté à ce jour sur des essais réalisés sur un tanker (KVLCC2M) en dérive pure, avec notamment des mesures du champ de vitesse dans des plans le long de la carène et la mesure des efforts pour des angles d incidence allant jusqu à vingt degrés (Hino, 25). Cependant, ces données ne concernent que des essais en dérive pure et ne ouvrent pas les cas de la giration pure et de la dérive en giration. Corollaire de ce manque de résultats expérimentaux, la capacité à traiter des cas en giration est tout à fait marginale, et les premières simulations ont été réalisées sur une carène de Série 6 par Alessandrini (Alessandrini et al., 1998) sans comparaison des résultats obtenus à des essais inexistants. Les premiers calculs instationnaires ont été présentés par Miyata (Miyata et al., 1997) sur une application de voilier, par McDonal (McDonal et al., 1996) ou encore par Takada (Takada et al., 1999) sur des applications de sous-marin sans surface libre, et sans validation à proprement parler des résultats. D autres applications plus récentes ont été présentées, plus particulièrement sur des applications de manoeuvrabilité notamment (Sato et al., 1998; Xing- Page 19

20 INTRODUCTION Kaeding et al., 22) et de manoeuvrabilité sur houle (Xing-Kaeding et al., 24). Les premières simulations et validations de mouvements forcés en manoeuvrabilité ne remontent qu à quelques années. Di Mascio (Di Mascio et al., 24) a présenté une application de calcul instationnaire du Série 6 réalisant des mouvements forcés sinusoïdaux d embardée et de lacet. Ces premières simulation on cependant mis en évidence une dépendance des efforts calculés à la densité du maillage, et ne présentaient pas de comparaisons à des résultats expérimentaux. Vers le développement de simulateurs Navier-Stokes de navires La simulation numérique ne couvre donc aujourd hui qu une faible partie du domaine de la manœuvrabilité et même si les premiers résultats publiés sont encourageant, un travail important reste à faire pour généraliser son domaine d application pour simuler notamment des essais de modèle libre. De la sorte, le code de calcul Navier-Stokes à surface libre pourra être utilisé comme un véritable simulateur de navire, permettant d unifier les domaines séparés pour cause d hypothèses simplificatrices. Ce mémoire présente les travaux réalisés dans cet objectif, avec pour y parvenir le développement et la validation d un certain nombre de fonctionnalités. La première de ces fonctionnalités est la capacité à simuler les mouvements du navire suivant ses six degrés de liberté, à partir du torseur des efforts hydrodynamiques déterminé par le code de calcul à chaque pas de temps. Cette fonctionnalité est présente aussi bien dans les outils de post-traitement de codes de calculs fréquentiels de tenue à la mer, que dans les modèles mathématiques de manœuvrabilité, avec cependant deux grandes distinctions par rapport à l utilisation de ces modèles dans des codes Navier-Stokes. La première porte sur le fait que dans les codes de calculs Navier-Stokes, les efforts hydrodynamiques totaux sont calculés à chaque pas de temps et incluent notamment les efforts en phase avec l accélération appelés masses ajoutées qu il n est pas immédiat d identifier. Les techniques appliquées usuellement pour stabiliser les schémas d intégration du modèle libre par regroupement dans les équations du mouvement des termes proportionnels aux accélérations ne sont donc pas directement utilisables. La deuxième différence vient du fait que le temps nécessaire à la résolution d un pas de temps instationnaire des équations de Navier-Stokes est beaucoup plus important que l évaluation des efforts déterminés par post-traitement des résultats d un code de tenue à la mer potentiel ou l évaluation analytique d un modèle mathématique de manœuvrabilité, ce qui oblige, pour des raisons pratiques de restitution des résultats, à utiliser des pas de temps relativement élevés par rapport aux critères de stabilité. A ceci, on peut combiner le fait que le critère de stabilité du schéma d intégration sur la valeur du pas de temps va être limité par le mouvement le plus raide, qui est fortement lié dans notre cas à la prise en compte de la surface libre, les mouvements de tangage et de pilonnement étant très contraignants pour la stabilité. Pas de temps élevés, non connaissance des termes en phase avec l accélération du navire et raideur importante de certains mouvements liés à la présence de la surface libre ont motivé des études particulières de la méthode d intégration des équations de la dynamique du navire. La simulation de manœuvres instationnaires nécessite aussi de prendre en compte numériquement l ensemble des dispositifs influençant les manœuvres du navire : appareil à gouverner et propulseur. Les appendices, ainsi que leur braquage, doivent être pris en compte dans le calcul. Si le calcul avec appendices ne pose pas de difficultés particulières outre leurs formes parfois très complexes, leur mise en rotation reste un exercice délicat. La méthode la plus simple consiste à interpoler pour l angle recherché des maillages réalisés autour de Page 2